Współczynnik DLF (dynamic load factor) można wyznaczyć wg załącznika II do ASME B31.1 i używać go w analizie statycznej. Nadmiernym, ale często stosowanym uproszczeniem jest przyjęcie maksymalnej wartości DLF = 2,0. Uzyskany tą czy inną drogą DLF jest mnożnikiem siły odrzutu zaworu PSV uzyskanego z od producenta lub obliczonego samodzielnie.   

Metoda odpowiedzi widmowej służy do oceny zachowania się systemu na drgania o różnej częstotliwości. Odpowiedzi na daną częstotliwość są łączone w całkowitą odpowiedź systemu za pomocą metody SRSS.  

Metoda historii odpowiedzi pozwala na zaplanowanie obciążenia w dowolnym czasie i miejscu wraz z użyciem tłumienia.

Poniżej jest interesujący filmik, który generowany jest przez Cesara II, pokazujący jak zachowuje się cały system.  

The post Dynamika: Caesar II Time History cz.VII appeared first on Jerzy Nawrocki.

Kiedy stosuje się time history? Tej metody używamy do symulacji zdarzeń o charakterze krótkotrwałym i gwałtownym. Poniżej pokazano przykład analizy baterii zaworów bezpieczeństwa na gazie ziemnym 4×6 cali o cisnienieu 6,4 MPa / 1,15 MPa. Określenie profilu siły:

• T=0.00 s: Siła = 0 Zawór zamknięty

• T=0.01 s: Siła = 35 kN

• T=0.50 s: Siła = 35 kN

• T=0.51 s: Siła = 0 Zamknięcie zaworu

Model w AutoPipe wykazuje poniższe wyniki analizy statycznej. Idealnie 100% wytężenia kodowego B31.3

Siły 35 kN przyłożono do środków łuków. Jest ona przejmowana przez podpory triunionem z funkcją LS.

Aby pokazać jak wpływa na wyniki dynamiki istnienie bądź nie pierwszej podpory za zaworem PSV, została ona usunięta z zestawu pierwszego od góry. Brak podpory podwoduje gasnące oscylacje przemieszczenie.

Także bardzo duże oscylacje siły, która przekracza znacznie siłę odrzutu równą 35 kN. Możemy policzyć teraz rzeczywisty współczynnik DLF równy 61 / 35 = 1.85. Widać z tego, że częste przyjmowanie maksymalnej wartości DLF = 2,0 może mieć niekiedy uzasadnienie. W tym wypadku można to uzasadnić scenariuszem uszkodzenia podpory.

Ciekawe jest jak oscylacje rozwijają się w dalszej części rurociągu. Na przykład na pierwszym kolanie kolektora siła jest już znacznie mniejsza bo tylko 18 kN.

Dla porówanie w sytuacji, gdy podpora pracuje prawidłowo rurociąg i podpora sa tak sztywne, że żadna oscylacja nie zachodzi.

The post Dynamika: AutoPipe / Caesar II Time History cz.VI appeared first on Jerzy Nawrocki.

W AutoPipe metoda MSRS jest łatwa do zastosowania. Najpierw trzeba pogrupować wedle uznania segmenty systemu. Powiedzmy, że użyty zostanie ten sam model podzielony na trzy sekcje.

Wybieramy segment i grupę za pomocą dedykowanegoo polecenia. Dzięki temu możemy dla każdej grupy przyporządkować inną kombinacje SAM.

Możey bardzo łatwo definiować kombinacje sektów sejsmicznych w bardzo różny sposób

Wyniki są w bardzo przystępnej formie: Dla kombinacji MSRS 1:

a MSRS 2 wygląda już inaczej, bo inna była kombinacja spektrów.

Caesar niestety jest o dwie klasy gorszy. Nie wygodnego menu do podziału na strefy. Definiujemy kombinacje wymuszenia dynamicznego. Możemy wpisywać zakres węzłów, ale nie musimy. Jeśli zostanie puste to oznacza, że cały system będzie brany pod uwagę.

Wyniki możemy oglądac tylko w formie tabeli, co jest fatalne w porównaniu do AutoPipe. Dla MSRS 1 wygląda to tak:

Dla MSRS 2 tak:

The post Dynamika: AutoPipe czy Caesar cz.V appeared first on Jerzy Nawrocki.

W B31.3 jest to też tak ujęte, tyle tylko, że nie ma tam mowy o ruchu podpór podczas trzęsienia ziemi.

Natomiast w EN 13480-3 jest łagodniejsze stwierdzenie (should). Tego typu analizy zwyczajowo są opisywane akronimem SAM – Seimic Anchor Movement, chociaż nie dotyczą tylko punktów stałeych ale też podparć z funkcją line guise oraz line stop. Oczywiście nie dotyczą funkcji rest.

Na początku wrócę do analizy statycznej SAM, która jest wykonywana najczęściej. Decyzja używać statyki czy dynamiki jest pozostawiona projektantowi. Model wygląda następująco. Całość jest podzielone na trzy segmenty SIB (Seismic Interface Barrier), z tego poziomy odcinek jest na estakadzie, a pionowy jest podejściem na górę do budynku.

Specyfikacja rury: DN 100 (4′), 6.02mm (STD). Medium to woda. Przyjęto przyspieszenie sejsmiczne w poziomie 0.2g, a w pionie 0.1g. Wysokość pionowego odcinka 8m. Temperatura 100C i ciśnienie 1 MPa. Przemieszczenie od sejsmiki zostało wyznaczone zgodnie z obowiązującymi zasadami, których teraz nie będę opisywać: poziom estakady NSEW = 5 mm, poziom wejścia do budynku NSEW = 40 mm. Nie zakłada się rotacji sejsmicznej na podporach.

Jako sprawdzenie, czy przyjęto właściwe kierunki warto zobaczyć wyniki przemieszczenia. Jeśli wszystko jest dobrze, to na SIB-ach będzie zmiana kierunku przemieszczenia.

Wynika statycznej analizy SAM w AutoPipe dla punktu stałego przed SIB 1 jest jak poniżej. Naprężenie kodowe wynosi 40.8 MPa.

Odnośnie Caesara to sprawa jest mniej wygodna. Wszytskie podpory przesuwane sejsmicznie trzeba wyposażyć w Cnody. Dla tego samego punktu naprężenie wyszło 47.6 MPa.

The post Dynamika: AutoPipe czy Caesar cz.IV appeared first on Jerzy Nawrocki.

W Caesar II model wygląda tak:

Oba modele otrzymały oczywoście identyczne wymuszenia sesjmiczne. W każdym kierunku przyspieszenia są trochę inne. Działają one na CAŁY model jednocześnie. Jednostka przyspieszenia to mm/s2, czyli 80 mm/s2, to zaledwie 0.08 m/s2, czyli bardzo mało. Nie ma zdefinjowanych przemieszczeń sesjmicznych. Dla uproszczenia nie użyto wiatru i śniegu. Jedynym obciążeniem okazjonalnym jest zatem sejsmika.

Wynik dla analizy statycznej w AutoPipe jest typowy i nie budzi niepokoju. Wytężenie na łuku wynosi od 29 do 45 %.

Po dodaniu analizy dynamicznej pojawia się wynik z oznaczeniem R1. To jest właśnie wynik Response Spectra nr 1. Wytężenie jest na poziomie zaledwie 3 do 4 % dla SUS+R1.

Wyniki statyczne na Caesar II są podobne. Wytężenie dla tej samej kombinacji obciążenia wynosi 33 %.

Niestety wyniki analizy dynamicznej Caesara II pozostawiją wiele do życznia. Po pierwsze nie otrzymujemy tego w formie graficznej tylko liczobwej. Musimy zatem opuścić sekcję dynamiki i otworzyć sekcję Inpot, aby zobaczyć gdzie jest węzeł i największym wytężeniem. JEST TO FATALNE ROZWIĄZANIE.

The post Dynamika: AutoPipe czy Caesar cz.III appeared first on Jerzy Nawrocki.

AutoPipe Advanced 2024 ma dostępne następujące normy do generacji widm. Jest IBC ale co zdumiewające nie ma ASCE7. Jest za to podstawowa norma europejska Eurokod i przedziwna norma hiszpańska.

Natomiast Caesar II ma trochę inną listę. Jest na niej przede wszytskim ASCE 7 i IBC ale nie ma żadnych norm europejskich. Może to znak czasu….

W takiej sytacji jedyne co można by porównywać, to wyniki generacji według IBC. W AutoPipe Advanced 2024 jest dostępna tylko wersja z 2006 roku, co jest dość zagadkowe. Za to w Caesar II v14 są dostępne z lat: 2021, 2018, 2012, 2006 i 2000. Z tego widać, że w celach porównawczych mogę użyć tylko wersji z roku 2006.

W Autopipe Advanced 2024 możemy wygenrować widmo sejsmiczne dla dowolnego punktu na terenie USA. Wystarczy wpisać długość i szerokość geograficzną ( tutaj wpisałem dane dla środkowego zachodu) i cztery dane potrzebne do generacji widma wypełniają się automatycznie. Nawet jest opcja kodu pocztowego (!) ale jej nie używałem.

Jest też bardzo użyteczna opcja zagęszczenia siatki przez użycie poniżej zmiennej:

W efekcie uzyskujemy taki bardzo ładny wykres:

W Caesar II v14 jest trochę inne menu. Na uwagę zwraca fakt Importance Facor, który nie występuje w tej normie. Jego wartości są zależne od typu obiektu budowlanego. Pozostałe wartość współczynników wypełniełem wartościami identycznymi z tymi, które wygenerował generator AutoPipe. W Caesar II trzeba je wpisywać ręcznie, co jest bardzo uciążliwe i może rodzić też błedy.

Drugim współczynnikiem, którego nie ma w AutoPipe jest Response Modification R, który jest w wersji IBC z 2024 roku. Nie mam wersji z 2006 roku, więc trudno mi ocenić czemu w AutoPipe Advanced 2024 nie ma ujętego tego współczynnika.

Caesar II generuje wykres ale z o wiele mniejszym zagęszczeniem.

Ogromna różnica w zagęszczeniu i brak możliwości jej regulacji w Caesar II powoduje, że zakres danych do wykresu spektrum jest nieporównywalny. Niestety jest dość duża wada Caesar II.

Porównanie wyników przyspieszeń dla kilku punktów daje zadowalające wyniki.

The post Dynamika: AutoPipe czy Caesar cz.II appeared first on Jerzy Nawrocki.

Model jest identyczny dla obu programów: 10′, STD, A106B, powietrze 0,5 MPa, +100C. Długość 15m. Częstotliwość drgań własnych dla belki utwierdzonej opisuje dobrze znany wzór podany poniżej. Dla I trybu odkształcenia f = 1.18 Hz

Wyniki w AutoPipe dla I trybu to 1.16 Hz przy podziale rury na 10 równych części

Wyniki w AutoPipe dla I trybu to 1.13 Hz bez podziału.

Wyniki w CII dla I trybu to 1.17 Hz przy podziale rury na 10 równych części i lumped mass model.

Wyniki w CII dla I trybu to 0.82 Hz bez podziału i z lumped mass model.

Natomiast dla consistent mass model wyniki są znacznie lepsze. Fakt, że analiza trwa dłużej ale dla prostych modeli to nie ma znaczenia.

To prościutkie zestawienie pokazuje, że bez podziału długich odcinków na względnie krótkie Caesar II oraz przy użyciu uproszczonego modelu masy (lumped) daje wyniki daleko odbiegajace od tych opisanych wzorem ale teź o tych, które daje AutoPipe. Co więcej AutoPipe daje bardzo ładny rysunek dla wyższych trybów odkształcenia (patrz poniżej), czego nie robi CII.

The post Dynamika: AutoPipe czy Caesar cz.I appeared first on Jerzy Nawrocki.

DLF wyznaczony zgodnie z normą zharmonizowaną wynosi 2.0. Widać, że dla zaworów PSV, które z zasady działają bardzo szybko domyślnie można używać DFL = 2.0.

W tym momencie można użyć siły x DLF w analizie statycznej ale też w dynamicznej. Statyczna jest balanie prosta więc poszedłem w dynamikę.

Najpierw generuję plaskie spketrum DLF = 2 o czasie otwarcia zaworu obliczonego wyżej 1.304 ms.

Dodaję siłę odrzutu z karty producenta i potem kombincję obciążenia.

Rezultaty są ciekawe.

The post DLF dla PSV statyka / dynamika appeared first on Jerzy Nawrocki.

W związku z powyższym producen podejrzewał, że prawdziwą przyczyną awarii są błedy podczas klejenia połączeń. Mufy przeciętu na pół i wyznaczonych miejscach oceniono jakość klejenia.

Na poniższym zdjęciu widoczny jest brak ukosowania krawędzi prawej rury co jest niezgodne z wymaganiami producenta rur opisanymi w instrukcji klejenia.

Na poniższym zdjęciu widoczny jest brak warstwy kleju jest na całej głębokości wsunięcia rury w mufę, co w zasadzie jest źródłem nieszczelności. Ukosowanie końca rury było wykonane, ale nie położono wystarczającej warstwy kleju.

Na poniższym zdjęciu widoczny jest brak warstwy kleju jest na około ¾ głębokości wsunięcia rury w mufę. Ukosowanie końca rury było wykonane, ale nie położono wystarczającej warstwy kleju.

Na poniższych zdjęciach przedstawiono fragmenty złącza pokazujące brak kleju na głębokości kilku milimetrów. Wyraźnie widoczna jest błyszcząca, bez zarysowania, powierzchnia rury, co jest dowodem na brak ingerencji autora w złącze klejone podczas wykonywania badań. 

W celu pokazania jak wygląda obraz mikroskopowy prawidłowo wykonanego złącza wykonano badanie innej kształtki. Widać wyraźnie cienką linię ciemniejszą od sąsiednich fragmentów. Jest to właśnie warstwa kleju nałożona w prawidłowy sposób.

The post Co mogło pójść źle cz.II appeared first on Jerzy Nawrocki.

Rozpatrywane były cztery warianty, które dały wyniki znacznie różniące się od siebie. W każdym wariancie kształt i parametry są identyczne.

W pierwszym wariancie zamodelowano triunion od środka łuku o długości 300mm i podporę RS, LG 3mm.

W drugim wariancie w środku łuku zastosowano podporę RS, LG 3mm.

W trzecim wariancie w na początku łuku zastosowano podporę RS, LG 3mm.

I wreszcie z czwartym wariancie na końcu łuku zastosowano podporę RS, LG 3mm.

The post Triuniony w Caesar II appeared first on Jerzy Nawrocki.